NO300719B1

NO300719B1 - Procedure for carrying out an external roundabout

Info

Publication number: NO300719B1
Application number: NO903014A
Authority: NO
Inventors: Takuya Atsumi; Katsuomi Tamaki
Original assignee: Kawasaki Steel Co
Priority date: 1989-07-06
Filing date: 1990-07-05
Publication date: 1997-07-14
Also published as: EP0407175A1; DE69013591T2; NO903014L; NO903014D0; US5134267A; DE69013591D1; EP0407175B1

Description

Foreliggende oppfinnelse angår en fremgangsmåte for gjennomføring av en utvendig rundsveising av elektrisk sveiste stålrør, ifølge kravinnledningen. The present invention relates to a method for carrying out an external round welding of electrically welded steel pipes, according to the preamble.

I en tidligere kjent teknikk blir etterfølgende rørlengder som er forbundet med hverandre med en perifer sveis, utført ved manuell sveising, metall inertgass (MIG)-sveising eller metall aktivgass (MAG)-sveising om bord på en lekter 1, og et kontinuerlig rør bestående av sammensveiste rørlengder blir matet ut fra lekteren og lagt på sjøbunnen. Ifølge denne fremgangsmåte er det imidlertid nødvendig å utføre flere operasjoner om bord på lekteren, så som sveising, inspeksjon av sveisefugene, belegg osv. Slike operasjoner kan i alminnelighet ikke utføres særlig effektivt om bord på en lekter på grunn av trange arbeidsforhold og på grunn av at arbeidet er påvirket av vær- og sjøforholdene. In a prior art, successive pipe lengths connected to each other with a peripheral weld are performed by manual welding, metal inert gas (MIG) welding or metal active gas (MAG) welding on board a barge 1, and a continuous pipe consisting of of welded pipe lengths are fed out from the barge and laid on the seabed. According to this method, however, it is necessary to carry out several operations on board the barge, such as welding, inspection of the welds, coating, etc. Such operations cannot generally be carried out very efficiently on board a barge due to cramped working conditions and due to that the work is affected by weather and sea conditions.

For å unngå disse problemer er en metode kalt "trommel-lekter-metoden" blitt populær. Ifølge denne metode blir perifer sveising, inspeksjon og belegging av rørlengder utført på land, for å utforme et langt sammenhengende rør. Dette lange sammenhengende rør vikles på en trommel som er montert på lekteren. Etter at lekteren er kommet til stedet hvor røret skal legges, blir det sammenhengende rør avviklet fra trommelen og lagt på sjøbunnen. To avoid these problems, a method called the "drum-barge method" has become popular. According to this method, peripheral welding, inspection and coating of pipe lengths are carried out on land, to form a long continuous pipe. This long continuous pipe is wound on a drum which is mounted on the barge. After the barge has arrived at the place where the pipe is to be laid, the connected pipe is unwound from the drum and laid on the seabed.

Ved å bruke trommellektermetoden er det mulig å legge ut undersjøiske rørledninger med meget stor effektivitet. Denne fremgangsmåte lider imidlertid under et problem, idet strekk- og kompresjonspåkjenninger blir generert i deler av røret når røret vikles på trommelen eller vikles av trommelen for å legges på sjøbunnen, med en tendens til å forårsake sprekker i rørets grunnmetall i den perifert sveiste del. By using the drum barge method, it is possible to lay submarine pipelines with great efficiency. However, this method suffers from a problem in that tensile and compressive stresses are generated in parts of the pipe when the pipe is wound onto the drum or unwound from the drum to be laid on the seabed, tending to cause cracks in the base metal of the pipe in the peripherally welded part.

Hittil har sømløse rør blir brukt som rørledninger som legges på sjøbunnen, i betraktning av kvalitet og styrke. I de senere år har man imidlertid forsøkt å bruke elektrisk sveiste stålrør isteden for sømløse rør, delvis på grunn av at kvaliteten av elektrisk sveiste stålrør er betydelig forbedret, og delvis på grunn av at bruken av denne type rør er fordelaktig fra et økonomisk standpunkt. Until now, seamless pipes have been used as pipelines that are laid on the seabed, in consideration of quality and strength. In recent years, however, attempts have been made to use electrically welded steel pipes instead of seamless pipes, partly because the quality of electrically welded steel pipes has improved considerably, and partly because the use of this type of pipe is advantageous from an economic point of view.

Dessverre har det av følgende grunn vist seg at det er vanskeligere å hindre sprekker råkkanten i det perifert sveiste Unfortunately, for the following reason, it has proved more difficult to prevent cracks at the raw edge in the peripherally welded

område av elektrisk sveiste stålrør enn av sømløse rør. area of electrically welded steel pipes than of seamless pipes.

Et elektrisk sveist stålrør blir vanligvis utformet fra en stålplate som gjennomgår en styrt valsing for å oppnå stor styrke og seighet. Under perifer sveising blir imidlertid sveiseområdet oppvarmet til en temperatur over AC3 omvandlings-punktet slik at det taper effekten av styrt valsing, med det resultat at den varmepåvirkede sone blir myknet til et nivå under grunnmetallets hardhet, med en tendens til sprekkdannelse. An electrically welded steel pipe is usually formed from a sheet of steel that undergoes a controlled rolling to achieve great strength and toughness. During peripheral welding, however, the weld area is heated to a temperature above the AC3 transformation point so that it loses the effect of controlled rolling, with the result that the heat-affected zone is softened to a level below the hardness of the base metal, with a tendency to crack.

Hittil har forskjellige fremgangsmåter vært foreslått for å forbedre seigheten av sveiseområdene, for eksempel de som er vist i JP-PS 60-31888 som viser en varmeetterbehandling etter sveisingen mens man styrer grunnmetallets karbon-ekvivalent, og JP-PS 53-12751, som viser en anvendelse av ultralyd-vibrasjon på det sveiste materiale under sveising. Fremgangsmåten som er foreslått i JP-PS 60-31888 krever varme-etterbehandling som et tilleggstrinn. Den fremgangsmåte som er foreslått i JP-PS 53-12751 krever en separat anordning for å tilføre vibrasjon, så vel som en vanskelig fremgangsmåte for å justere vibrasjonsfrekven-sen, siden påtrykking av vibrasjoner med utilstrekkelig vibra-sjonsf rekvens har en tendens til å redusere seigheten isteden for å forbedre seigheten. Until now, various methods have been proposed to improve the toughness of the weld areas, such as those shown in JP-PS 60-31888 which shows a post-weld heat treatment while controlling the carbon equivalent of the base metal, and JP-PS 53-12751, which shows an application of ultrasonic vibration to the welded material during welding. The method proposed in JP-PS 60-31888 requires heat finishing as an additional step. The method proposed in JP-PS 53-12751 requires a separate device for applying vibration, as well as a difficult method for adjusting the vibration frequency, since the application of vibrations with insufficient vibration frequency tends to reduce toughness instead of improving toughness.

Følgelig er det et mål for den foreliggende oppfinnelsen å frembringe en fremgangsmåte for perifer sveising av stålrør som skal legges av en trommellekter, forbedret for å hindre generering av sprekker i det perifer sveiste område av røret. Accordingly, it is an object of the present invention to produce a method for peripheral welding of steel pipes to be laid by a drum barge, improved to prevent the generation of cracks in the peripheral welded area of the pipe.

Oppfinnerne har utført en intens studie av anvendelse av elektrisk sveiste stålrør til trommellekter-metoden, og funnet at generering av sprekker i det perifer sveiste område kan bli effektivt unngått ved egnet begrensning av områdene for slike faktorer som styrken til det sveiste metall, formen av sveisefugens råk og komponentene i røret. The inventors have carried out an intensive study of the application of electrically welded steel tubes to the drum lath method, and found that the generation of cracks in the peripheral welded area can be effectively avoided by suitable limitation of the areas for such factors as the strength of the welded metal, the shape of the weld joint pipe and the components in the pipe.

Med fremgangsmåten ifølge foreliggende oppfinnelse unngås de foran nevnte ulemper. Dette oppnås med fremgangsmåten ifølge foreliggende oppfinnelse slik den er definert med de i kravene anførte trekk. With the method according to the present invention, the aforementioned disadvantages are avoided. This is achieved with the method according to the present invention as defined by the features listed in the claims.

Det ovenstående og andre mål, trekk og fordeler med den foreliggende oppfinnelse vil klart fremgå fra den følgende beskrivelse av en foretrukket utførelse av oppfinnelsen, under henvisning til tegningene, der figur 1 er et karakteristikkdiagram som viser resultatet av en gjentatt bøyetest, figur 2 er et karakteristikkdiagram som viser forholdet mellom krumningsradien for sveisefugens råk og takten for generering av sprekking, figur 3 er et karakteristikkdiagram som viser forholdet mellom vinkelen i sveisefugens råk og takten for generering av sprekking, figur 4 er et karakteristikkdiagram som viser forholdet mellom høyden av sveisefugens råk og takten for generering av sprekking, figur 5 er et diagram som viser forholdet mellom graden av mykning (AHv) og Ceq, figur 6 viser en illustrasjon av en tidligere kjent fremgangsmåte for å legge en undersjøisk rørledning, figur 7a illustrerer en situasjon hvor et kontinuerlig rør som er fremstilt på land blir tatt om bord ved en trommel på en lekter på sjøen, figur 7b illustrerer en situasjon hvor det sammenhengende rør blir viklet av trommelen og lagt på sjøbunnen, figur 8 viser et snitt av et sveist område som illustrerer et typisk eksempel på sprekkdannelse i sveisefugens råk, figur 9 viser en illustrasjon av den gjentatte bøyetest, figur 10 er en skjematisk illustrasjon av en hardhet-fordeling for et valset materiale, og figur 11 illustrerer en definisjon av høyden av en sveisefuges råk og krumningsradien og vinkelen i sveisefugens råk. The above and other aims, features and advantages of the present invention will be clear from the following description of a preferred embodiment of the invention, with reference to the drawings, where figure 1 is a characteristic diagram showing the result of a repeated bending test, figure 2 is a characteristic diagram showing the relationship between the radius of curvature of the weld seam and the rate of generation of cracking, figure 3 is a characteristic diagram showing the relationship between the angle of the weld seam and the rate of generation of cracking, figure 4 is a characteristic diagram showing the relationship between the height of the weld seam and the rate of generation of cracking, figure 5 is a diagram showing the relationship between the degree of softening (AHv) and Ceq, figure 6 shows an illustration of a previously known method of laying a submarine pipeline, figure 7a illustrates a situation where a continuous pipe which is produced on land is taken on board by a drum on a lee kter on the sea, figure 7b illustrates a situation where the continuous pipe is wound by the drum and laid on the seabed, figure 8 shows a section of a welded area which illustrates a typical example of crack formation in the seam of the weld joint, figure 9 shows an illustration of the repeated bending test, Figure 10 is a schematic illustration of a hardness distribution for a rolled material, and Figure 11 illustrates a definition of the height of a weld seam's ridge and the radius of curvature and the angle of the weld seam's ridge.

Ved bruk av en bøye-tester 11 som vist på figur 9, utførte oppfinnerne en gjentatt bøyetest (5% deformering) på teststykkene 10 som er tatt fra det perifer sveiste område av en elektrisk sveist rørledning, i henhold til API 1104, for å undersøke tilstanden for generering av sprekker i sveisefugens råk. Oppfinnerne bekreftet at sprekker 6, typisk vist på figur 8, ble generert i sveisefugens 7 råkkant i teststykkene. Det ble også bekreftet at en større tendens til sprekking ble observert når det er større forskjell mellom hardheten i grunnmetallet og det endelige lag av sveisemetallet. Using a bend tester 11 as shown in Figure 9, the inventors performed a repeated bend test (5% deformation) on the test pieces 10 taken from the peripheral welded area of an electric welded pipeline, according to API 1104, to investigate the condition for the generation of cracks in the weld seam. The inventors confirmed that cracks 6, typically shown in Figure 8, were generated in the raw edge of the weld joint 7 in the test pieces. It was also confirmed that a greater tendency to cracking was observed when there is a greater difference between the hardness of the base metal and the final layer of the weld metal.

Sprekkdannelser anses således å skyldes forskjellen i hardhet mellom sveisemetallet og grunnmetallet, som man vil se fra det skjematiske diagram av hardhetsfordelingen som vist på figur 10. Mer spesielt, anser man at sprekkingen er forårsaket av forskjellen i mengden av plastisk deformasjon mellom sveisemetallet og grunnmetallet under av- og påvikling av røret. Mer spesielt anses sprekkingen å skyldes det faktum at den plastiske deformasjon av grunnmetallet blir motvirket av sveisemetallet som har større hardhet enn grunnmetallet. Som vist på figur 10 utviser det endelige lag av sveisemetall en større hardhet enn grunnmetallet. Dette skyldes det faktum at det endelige lag av sveisemetall, utformet av den siste sveislarve, aldri blir myknet på grunn av at det ikke er noen etterfølgende larve. Cracking is thus considered to be due to the difference in hardness between the weld metal and the base metal, as can be seen from the schematic diagram of the hardness distribution as shown in figure 10. More specifically, it is considered that the cracking is caused by the difference in the amount of plastic deformation between the weld metal and the base metal under unwinding and winding of the pipe. More specifically, the cracking is considered to be due to the fact that the plastic deformation of the base metal is counteracted by the weld metal, which has a greater hardness than the base metal. As shown in Figure 10, the final layer of weld metal exhibits a greater hardness than the base metal. This is due to the fact that the final layer of weld metal formed by the last weld bead is never softened because there is no subsequent bead.

Med denne kunnskap utførte oppfinnerne et eksperiment i hvilket en perifer sveising ble utført ved å bruke, som sveisemateriale for det endelige lag i sveisingen, et sveisemateriale med lavere styrke enn det materiale som blir brukt for å utforme de underliggende lag. Teststykker som ble tatt fra et slikt perifer sveiseområde gikk gjennom en gjentatt bøyetest, og resultatene er vist på figur 1. Det viser seg at takten for generering av sprekker er betydelig redusert når sveisematerialet som ble brukt i det endelige lag har en styrke som er 5 kg/mm<2 >eller mer lavere enn styrken i sveisemateriale som ble brukt for å utforme de underliggende sveiselag. With this knowledge, the inventors conducted an experiment in which a peripheral weld was performed using, as weld material for the final layer of the weld, a weld material of lower strength than the material used to form the underlying layers. Test pieces taken from such a peripheral weld area underwent a repeated bending test, and the results are shown in Figure 1. It is found that the rate of generation of cracks is significantly reduced when the weld material used in the final layer has a strength of 5 kg/mm<2 >or more lower than the strength of the welding material used to form the underlying weld layers.

Utformingen av det endelige sveiselag blir normalt utført ved manuell sveising, selv om MIG- eller MAG-sveising kan benyttes. Sveisematerialet er i form av en sveiseelektrode. Det er foretrukket å bruke en sveiseelektrode av cellulosetypen. The design of the final weld layer is normally carried out by manual welding, although MIG or MAG welding can be used. The welding material is in the form of a welding electrode. It is preferred to use a welding electrode of the cellulose type.

Sveisemateriale for utforming av det endelige sveiselag har fortrinnsvis en styrke som er minst 15 kg/mm<2> lavere enn styrken av sveisematerialet som brukes til å utforme de underliggende lag, når det gjelder bindestyrken. Ifølge oppfinnelsen skal utformingen av sveisens råk på det perifere sveiseområde bestemmes for å møte de følgende forhold: 2 mm < Krummingsradien ved sveisefugens råk 120° <<> Vinkelen ved sveisefugens råk Welding material for forming the final welding layer preferably has a strength that is at least 15 kg/mm<2> lower than the strength of the welding material used to form the underlying layers, in terms of bond strength. According to the invention, the design of the weld fillet on the peripheral welding area must be determined to meet the following conditions: 2 mm < The radius of curvature at the fillet of the weld joint 120° <<> The angle at the fillet of the weld joint

0,8 mm £ Høyden av sveisefugens råk er < 1,8 mm. 0.8 mm £ The height of the seam of the weld is < 1.8 mm.

I det følgende skal det gis en forklaring på grunnene til de ovennevnte numeriske begrensninger. In what follows, an explanation will be given of the reasons for the above-mentioned numerical limitations.

Figur 1 viser en sveisefuges råk med den hensikt å definere høyden H av sveisefugens råk samt krummingsradien r og vinkelen a for sveisefugens råk. Oppfinnerne har funnet at en økning i høyden H av råken øker takten for generering av sprekker 6 ved sveisefugens råk, og at med konstant høyde H, er takten for generering av sprekker større når krummingsradien r eller vinkelen a er mindre. Det ble oppdaget at sprekking kan effektivt unngås ved passende valg av områdene for disse tre faktorer. Figure 1 shows the fillet of a welding joint with the intention of defining the height H of the fillet of the welding joint as well as the radius of curvature r and the angle a of the fillet of the welding joint. The inventors have found that an increase in the height H of the ridge increases the rate of generation of cracks 6 at the ridge of the weld joint, and that with a constant height H, the rate of generation of cracks is greater when the radius of curvature r or the angle a is smaller. It was discovered that cracking can be effectively avoided by appropriate selection of the areas for these three factors.

Den ovennevnte sprekking skyldes diskontinuitet i formen ved sveisefugen. Spesielt antar man at sprekken ved sveisefugens råk er forårsaket som et resultat av konsentrerte The above-mentioned cracking is due to discontinuity in the shape at the weld joint. In particular, it is assumed that the crack at the weld seam is caused as a result of concentrated

strekk- og kompresjonsspenninger ved råkområdet, dvs sveisefugens råk under påvikling og avvikling av røret. Fordelingen av spenningene i sveiseområdet er komplisert på grunn av en drastisk endring i den geometriske utforming av sveiseområdet, slik at spenningene blir konsentrert ved råkområdet og forårsaker tensile and compressive stresses in the rough area, i.e. the rough of the weld joint during winding and unwinding of the pipe. The distribution of the stresses in the welding area is complicated due to a drastic change in the geometric design of the welding area, so that the stresses are concentrated at the raw area and cause

sprekking i dette område. cracking in this area.

Med denne kunnskap har oppfinnerne utført tester av perifer sveising med variasjoner av de ovennevnte faktorer for sveisefugens råk, og utført bøye-tester under samme forhold som beskrevet ovenfor, for å finne forhold som kan møtes for å nå det nevnte mål med den foreliggende oppfinnelse. Som et resultat har oppfinnerne funnet at de følgende forhold må bli møtt for at målet med den foreliggende oppfinnelsen skal nås. Radien R for sveisefugens råkkant må være mindre enn 2 mm. Figur 2 illustrerer forholdet mellom krummingsradien r for sveisefugens råk og takten for generering av sprekker i råken. Mer spesielt viser denne figur takten for generering av sprekker ved råken ved forskjellige krummingsradier r i sveisens råk, undersøkt under forhold hvor høyden H av råken 0,1 til 1,8 mm og vinkelen a ved sveisefugens råk er 120° til 150°. Figur 2 viser klart en kvalitativ tendens til at takten for generering av sprekker ved råken er i høy grad påvirket- av krummingsradien for sveisefugens råk. Med henvisning til figur 2, fra et kvantitativt standpunkt, kan man se at krummingsradien i sveisefugens råk har en betydelig effekt for å hindre sprekking når radien er 1 mm eller større, og et tilfredsstillende resultat er oppnådd når radien er 2 mm eller større. Forbedringer i effekten for hindring av sprekker er fremdeles mulig ved å øke krummingsradien til over 10 mm. En slik stor krummingsradius i sveisefugens råk krever imidlertid en upraktisk stor skråvinkel, hvilket gjør sveisefugen ustabil og forårsaker forskjellige sveiseeffekter, slik at fører til en større tendens til sprekking i sveiseområdet. Fra et praktisk synspunkt er det derfor ikke anbefalt å øke krummingsradien r ut over 10 mm. Det er derfor foretrukket at krummingsradien r ved sveisefugens råk ikke er mindre enn 2 mm, og ikke større enn 10 mm. With this knowledge, the inventors have carried out tests of peripheral welding with variations of the above-mentioned factors for the roughness of the welding joint, and carried out bending tests under the same conditions as described above, in order to find conditions that can be met in order to achieve the aforementioned goal of the present invention. As a result, the inventors have found that the following conditions must be met in order for the object of the present invention to be achieved. The radius R for the raw edge of the weld must be less than 2 mm. Figure 2 illustrates the relationship between the radius of curvature r of the seam of the weld and the rate of generation of cracks in the seam. More specifically, this figure shows the rate of generation of cracks at the fillet at different radii of curvature r in the fillet of the weld, examined under conditions where the height H of the fillet is 0.1 to 1.8 mm and the angle a at the weld fillet is 120° to 150°. Figure 2 clearly shows a qualitative tendency for the rate of generation of cracks at the edge to be highly influenced by the radius of curvature for the edge of the weld joint. With reference to Figure 2, from a quantitative standpoint, it can be seen that the radius of curvature in the fillet of the weld joint has a significant effect in preventing cracking when the radius is 1 mm or greater, and a satisfactory result is achieved when the radius is 2 mm or greater. Improvements in the crack prevention effect are still possible by increasing the radius of curvature to over 10 mm. However, such a large radius of curvature in the fillet of the weld joint requires an impractically large slant angle, which makes the weld joint unstable and causes various welding effects, thus leading to a greater tendency for cracking in the weld area. From a practical point of view, it is therefore not recommended to increase the radius of curvature r beyond 10 mm. It is therefore preferred that the radius of curvature r at the edge of the weld joint is not less than 2 mm, and not greater than 10 mm.

Vinkelen i sveisefugens råkkant bør være større enn 120°. Figur 3 illustrerer forholdet mellom vinkelen a i sveisefugens råkkant og takten for generering av sprekker ved råkkanten. Mer spesielt viser denne figur takter for generering av sprekker ved råkkanten ved forskjellige verdier av vinkelen a ved sveisefugens råk, undersøkt under forhold hvor høyden H av råken er 0,8 til 1,8 mm og krummingsradien r ved sveisefugens råkkant er 2 til 10 mm. The angle at the raw edge of the weld joint should be greater than 120°. Figure 3 illustrates the relationship between the angle a in the raw edge of the weld and the rate of generation of cracks at the raw edge. More specifically, this figure shows rates of generation of cracks at the raw edge at different values of the angle a at the weld fillet, examined under conditions where the height H of the fillet is 0.8 to 1.8 mm and the radius of curvature r at the weld fillet is 2 to 10 mm .

Figur 3 viser klart en kvalitativ tendens til at takten for generering av sprekker ved råkkanten er i høy grad påvirket av vinkelen a ved sveisefugens råk. Med henvisning til figur 3 fra et kvantitativt standpunkt, har vinkelen ved sveisefugens råk en betydelig effekt i å hindre sprekking ved råkkanten når vinkelen er 100° eller større, og et tilfredsstillende resultat er oppnådd nå vinkelen er 150° eller større. Figure 3 clearly shows a qualitative tendency for the rate of generation of cracks at the raw edge to be highly influenced by the angle a at the weld joint raw. Referring to Figure 3 from a quantitative standpoint, the angle at the weld seam has a significant effect in preventing cracking at the seam when the angle is 100° or greater, and a satisfactory result has been achieved now that the angle is 150° or greater.

Forbedringer i effekten for å hindre sprekking er fremdeles mulig ved å øke vinkelen ut over 150°. En slik stor vinkel ved sveisefugens råk krever imidlertid en upraktisk stor skråvinkel, hvilket gjør sveisingen ustabil og forårsaker forskjellige sveiseeffekter, slik at det fører til større tendens til sprekking i det sveiste område, som er tilfelle som beskrevet ovenfor. Fra et praktisk standpunkt er det derfor ikke anbefalt å øke vinkelen ut over 150°. Det er derfor foretrukket at vinkelen a ved sveisefugens råk er fra 120° til 150°. Improvements in the effect to prevent cracking are still possible by increasing the angle beyond 150°. However, such a large angle at the seam of the weld requires an impractically large bevel angle, which makes the welding unstable and causes various welding effects, so that it leads to a greater tendency for cracking in the welded area, which is the case as described above. From a practical point of view, it is therefore not recommended to increase the angle beyond 150°. It is therefore preferred that the angle a at the edge of the weld is from 120° to 150°.

Høyden av sveisefugens råk bør ikke være mindre enn 0,8 mm, men ikke større enn 1,8 mm. Figur 4 illustrerer forholdene mellom høyden H av sveisefugens råk og takten for generering av sprekking ved råken. Mer spesielt viser denne figur takter for generering av sprekker ved råkkanten med varierende verdier av høyden H av sveisefugens råk, undersøkt under forhold hvor krummingsradien r ved sveisefugens råk er fra 2 til 10 mm og vinkelen a er fra 120 til 150°. Figur 4 viser klart en kvalitativ tendens til at takten for generering av sprekker ved råkkanten er i høy grad påvirket av høyden H av sveisefugens råk. Med henvisning til figur 4 fra et kvantitativt standpunkt, blir effekten for hindring av sprekking betydelig når høyden av sveisefugens råk er 2,6 mm eller mindre, og er tilfredsstillende når høyden er 1,8 mm eller mindre. Forbedringer i effekten for sprekk-hindring er fremdeles mulig når høyden av sveisefugens råk reduseres til et nivå som er under 0,8 mm, men en slik liten høyde er ikke foretrukket på grunn av at styrken av sveisefugen blir redusert, med en økning i risikoen for at fugen kan sprekke. Av disse grunner er det foretrukket at høyden av sveisefugens råk er i området mellom 0,8 og 1,8 mm. The height of the weld seam should not be less than 0.8 mm, but not greater than 1.8 mm. Figure 4 illustrates the relationship between the height H of the seam of the weld joint and the rate of generation of cracking at the seam. More specifically, this figure shows rates of generation of cracks at the raw edge with varying values of the height H of the weld seam, examined under conditions where the radius of curvature r at the weld seam is from 2 to 10 mm and the angle a is from 120 to 150°. Figure 4 clearly shows a qualitative tendency for the rate of generation of cracks at the edge of the fillet to be highly influenced by the height H of the fillet of the weld joint. Referring to Figure 4 from a quantitative standpoint, the effect of preventing cracking becomes significant when the height of the weld seam is 2.6 mm or less, and is satisfactory when the height is 1.8 mm or less. Improvements in the crack prevention effect are still possible when the height of the weld fillet is reduced to a level below 0.8 mm, but such a small height is not preferred due to the fact that the strength of the weld joint is reduced, with an increase in risk for the joint to crack. For these reasons, it is preferred that the height of the seam of the welding joint is in the range between 0.8 and 1.8 mm.

De ovenfor beskrevne krav angående styrken av sveisematerialet som brukes for det endelige lag samt utformingen av det sveiste område, også er anvendelig på sømløse rør eller andre typer rørledning, selv om elektrisk sveiste stålrør er spesielt nevnt i den foregående beskrivelse. The requirements described above regarding the strength of the welding material used for the final layer as well as the design of the welded area are also applicable to seamless pipes or other types of pipeline, although electrically welded steel pipes are specifically mentioned in the preceding description.

Oppfinnerne har også funnet at sprekking ved råkkanten av et perifert sveiseområde er nær beslektet med mykning av den varme-påvirkede sone. Det er også bekreftet at perifer sveising av rørledning kan utføres uten risiko for sprekking når det følgende seige, elektrisk sveiste stålrør, som ikke blir vesentlig myknet av sveisevarmen, blir brukt som rørmateriale for å sveises under de ovennevnte forhold, for styrken av det sveisemateriale som brukes for det endelige lag og utforming av sveisefugens råk. The inventors have also found that cracking at the raw edge of a peripheral weld area is closely related to softening of the heat-affected zone. It has also been confirmed that peripheral welding of pipeline can be performed without risk of cracking when the following tough electrically welded steel pipe, which is not significantly softened by the welding heat, is used as the pipe material to be welded under the above conditions, for the strength of the welding material which is used for the final layer and design of the seam of the weld joint.

Den rørledning med hvilket den perifere sveisemetode ifølge den foreliggende oppfinnelse er optimalt anvendelig, og som er egnet til å legges på sjøbunnen ved hjelp av trommellektermetoden, har fortrinnsvis en sammensetning som inneholder: The pipeline with which the peripheral welding method according to the present invention is optimally applicable, and which is suitable for laying on the seabed using the drum barge method, preferably has a composition that contains:

C: 0,03 til 0,20 vekt%, C: 0.03 to 0.20% by weight,

Mn: 0,50 til 1,5 vekt%, Mn: 0.50 to 1.5% by weight,

Si: 0,05 til 0,50 vekt%, Say: 0.05 to 0.50% by weight,

Al: 0,005 til 0,060 vekt%, Al: 0.005 to 0.060% by weight,

Nb, V og Ti til sammen, men ikke over 0,040 vekt%, og Nb, V and Ti together, but not more than 0.040% by weight, and

resten er i hovedsak Fe og tilfeldige forurensninger, hvor karbon-ekvivalenten Ceq og sveisefugens sprekk-følsomhet Pcm, som kan bestemmes ved hjelp av formlene nedenfor, tilfredsstiller de følgende forhold: 0,20 < Ceq < 0,36 the rest is mainly Fe and random impurities, where the carbon equivalent Ceq and the weld crack sensitivity Pcm, which can be determined using the formulas below, satisfy the following conditions: 0.20 < Ceq < 0.36

Pcm < 0,25 Pcm < 0.25

Ceq = C + Mn/6 + Cu/15 + Ni/15 + Cr/5 + Mo/5 + V/5 Pcm = C + Si/30 + Mn/20 + Cu/20 + Ni/60 + Cr/20 Ceq = C + Mn/6 + Cu/15 + Ni/15 + Cr/5 + Mo/5 + V/5 Pcm = C + Si/30 + Mn/20 + Cu/20 + Ni/60 + Cr/20

+ Mo/15 + V/10 + 5B + Mo/15 + V/10 + 5B

Materialet i rørledningen kan også inneholde: The material in the pipeline may also contain:

(a) en, to eller flere slag valgt fra en gruppe som består av: (a) one, two or more strokes selected from a group consisting of:

Ni: Ikke mer enn 0,50 vekt% Ni: Not more than 0.50% by weight

Cu: Ikke mer enn 0,50 vekt% Cu: Not more than 0.50% by weight

Ca: Ikke mer enn 0,005 vekt% Approx: Not more than 0.005% by weight

Cr: Ikke mer enn 0,03 vekt% Cr: Not more than 0.03% by weight

og/eller and or

(b) en eller begge av: (b) one or both of:

Mo: Ikke mer enn 0,30 vekt% Mo: Not more than 0.30% by weight

B: Ikke mer enn 0,002 vekt% B: Not more than 0.002% by weight

Ved bruk av en bøye-tester 11 som vist på figur 9, utførte oppfinnerne en gjentatt bøyetest (5% deformering) på teststykkene 10 som ble tatt fra det perifer sveiste område av et elektrisk sveist rørledning, i henhold til API 1104, for å undersøke tilstanden for generering av sprekker i sveisefugens råk. Oppfinnerne bekreftet at sprekkene 6, typisk som vist på figur 8, ble generert i sveisefugens 7 råkkant i teststykkene. Det ble også bekreftet at en større sprekketendens er observert når det er en større grad av mykning i den varmepåvirkede sone. Det er således forstått at sprekkingen kan bli effektivt undertrykket når graden av mykning i den varme-påvirkede sone blir redusert. Using a bend tester 11 as shown in Figure 9, the inventors performed a repeated bend test (5% deformation) on the test pieces 10 taken from the peripheral welded area of an electric welded pipeline, according to API 1104, to investigate the condition for the generation of cracks in the weld seam. The inventors confirmed that the cracks 6, typically as shown in figure 8, were generated in the raw edge of the weld joint 7 in the test pieces. It was also confirmed that a greater tendency to crack is observed when there is a greater degree of softening in the heat-affected zone. It is thus understood that cracking can be effectively suppressed when the degree of softening in the heat-affected zone is reduced.

Sprekkingen anses for å skyldes forskjellen i hardhet mellom den varmepåvirkede sone 8 og grunnmetallet 9, som man vil se fra den skjematiske illustrasjon av hardhet (Hv)-fordelingen vist på figur 10. Mer spesielt, man anser at sprekkingen er forårsaket av forskjellen i mengden av plastisk deformasjon mellom den varmepåvirkede sone og grunnmetallet under påvikling og avvikling av røret. Med andre ord, påkjenning blir konsentrert i den varmepåvirkede sone 8 som har et myknet område, slik at det finner sted en lokal deformasjonsherding som forårsaker sprøhet i denne sone, og således bevirker sprekking. The cracking is considered to be due to the difference in hardness between the heat-affected zone 8 and the base metal 9, as will be seen from the schematic illustration of the hardness (Hv) distribution shown in figure 10. More specifically, it is considered that the cracking is caused by the difference in the amount of plastic deformation between the heat-affected zone and the base metal during winding and unwinding of the pipe. In other words, stress is concentrated in the heat-affected zone 8 which has a softened area, so that a local strain hardening takes place which causes embrittlement in this zone, thus causing cracking.

Med denne kunnskap utførte oppfinnerne forskjellige studier for å undersøke graden av mykning (AHv) i den varmepåvirkede sone med en variasjon av komponentsysternet, og fant at mykningen kan bli bemerkelsesverdig undertrykket når et spesielt komponentsystem brukes. With this knowledge, the inventors conducted various studies to investigate the degree of softening (AHv) in the heat affected zone with a variation of the component system, and found that the softening can be remarkably suppressed when a particular component system is used.

Mer spesielt, oppfinnerne har funnet ut at en bemerkelsesverdig effekt kan oppnås når det totale innhold av Nb, V og More particularly, the inventors have found that a remarkable effect can be achieved when the total content of Nb, V and

Ti samt karbonekvivalenten Ceq blir passende styrt, som man vil se på figur 5. Figur 5 er en grafisk fremstilling som viser forholdet mellom graden av mykning (AHv) og karbon-ekvivalenten Ceq i hvert av tilfellene hvor det totale innhold (Nb + V + Ti) ikke er mer enn 0,040 vekt%, og hvor dette totalinnhold er over 0,040 vekt%. Fra et kvalitativt standpunkt kan man se at graden av mykning (AHv) kan reduseres ved å øke karbonekvivalenten Ceq. Fra et kvantitativt standpunkt kan man forstå at graden av mykning (AHv) kan bli holdt til 8 eller mindre når Ceq er 20 vekt% eller mer. Når graden av mykning (AHv) er 8 eller under, var sprekkingen ved sveisefugens råk i det vesentlige eliminert når teststykkene ble testet med gjentatt bøyetest som vist på figur 9. Ti and the carbon equivalent Ceq are appropriately controlled, as you will see in Figure 5. Figure 5 is a graphical representation showing the relationship between the degree of softening (AHv) and the carbon equivalent Ceq in each of the cases where the total content (Nb + V + Ti) is not more than 0.040% by weight, and where this total content is over 0.040% by weight. From a qualitative point of view, it can be seen that the degree of softening (AHv) can be reduced by increasing the carbon equivalent Ceq. From a quantitative standpoint, it can be understood that the degree of softening (AHv) can be kept at 8 or less when Ceq is 20% by weight or more. When the degree of softening (AHv) is 8 or below, cracking at the edge of the weld was essentially eliminated when the test pieces were tested with a repeated bending test as shown in Figure 9.

Den effekt som frembringes av begrensning av den totale mengde Nb, V og Ti genereres på undertrykkelsen av mykningen anses å skyldes de følgende fakta. Disse elementer, uavhengig eller i kombinasjon, styrker grunnmetallet, dvs øker effekten av den styrte valsing. Begrensning av den totale mengde av disse elementer tjener således til å redusere effekten av den styrte valsing på grunnmetallet. Økning av karbon-ekvivalenten Ceq bidrar også til en reduksjon i effekten av den styrte valsing, og undertrykker således mykningen. Følgelig er graden av mykning som forårsakes av varmen som blir tilført under perifer sveising undertrykket for å realisere en jevnere deformering, og dermed bidra til en forbedring i bøye-fleksibiliteten. The effect produced by limiting the total amount of Nb, V and Ti generated on the suppression of the softening is considered to be due to the following facts. These elements, independently or in combination, strengthen the base metal, i.e. increase the effect of the controlled rolling. Limiting the total quantity of these elements thus serves to reduce the effect of the controlled rolling on the base metal. Increasing the carbon equivalent Ceq also contributes to a reduction in the effect of the controlled rolling, thus suppressing the softening. Consequently, the degree of softening caused by the heat applied during peripheral welding is suppressed to realize a smoother deformation, thus contributing to an improvement in bending flexibility.

For å undertrykke mykningen av den varme-påvirkede sone til et nivå som er praktisk tillatelig, er det nødvendig at det totale innhold (Nb + V + Ti) ikke er mer enn 0,04 vekt%. Karbonekvivalenten Ceq kan, dersom mengder er under 0,02 vekt%, ikke gjøre noen merkbar virkning i å undertrykke mykningen av den varmepåvirkede sone. På den annen side vil en verdi av Ceq som overskrider 0,36 vekt% forårsake ikke bare en metning av effekten, men også en alvorlig reduksjon i seigheten. Karbon-ekvivalenten Ceq bør derfor ikke være mindre enn 0,2 vekt% og ikke mer enn 0,36 vekt%. In order to suppress the softening of the heat-affected zone to a level that is practically permissible, it is necessary that the total content (Nb + V + Ti) is not more than 0.04% by weight. The carbon equivalent Ceq may, if amounts are below 0.02% by weight, have no appreciable effect in suppressing softening of the heat-affected zone. On the other hand, a value of Ceq exceeding 0.36% by weight will cause not only a saturation of the effect, but also a serious reduction in toughness. The carbon equivalent Ceq should therefore be no less than 0.2% by weight and no more than 0.36% by weight.

Grunner for begrensning av innholdet av andre komponen-ter skal beskrives nedenfor. Reasons for limiting the content of other components shall be described below.

For at grunnmetallet skal utvise den nødvendige styrke, må det inneholde C i en mengde på ikke mindre enn 0,03 vekt%. C-innhold på over 0,20 vekt% vil imidlertid forårsake en økning i følsomheten for sprekkdannelse i sveisefugen, slik at innholdet av C må være fra 0,03 til 0,20 vekt%. For the base metal to exhibit the required strength, it must contain C in an amount of not less than 0.03% by weight. However, C content above 0.20% by weight will cause an increase in susceptibility to cracking in the weld joint, so the content of C must be from 0.03 to 0.20% by weight.

Si er et stoff som tjener som et avoksideringsmiddel, Si is a substance that serves as a deoxidizing agent,

og som gir styrke til grunnmetallet. For å oppnå merkbare effekter, må innholdet av Si ikke være mindre enn 0,05 vekt%. Si-innhold på over 0,50 vekt% forårsaker imidlertid en uønsket reduksjon i seigheten ved lave temperaturer, og en økning i følsomheten for sprekkdannelse i sveisefugen. Si-innholdet er derfor ideelt bestemt til å være fra 0,05 til 0,50 vekt%. and which gives strength to the base metal. To achieve noticeable effects, the content of Si must not be less than 0.05% by weight. Si content above 0.50% by weight, however, causes an undesirable reduction in toughness at low temperatures, and an increase in susceptibility to cracking in the weld joint. The Si content is therefore ideally determined to be from 0.05 to 0.50% by weight.

Mn er et element som gir styrke til grunnmetallet. For Mn is an element that gives strength to the base metal. For

å oppnå en merkbar effekt, må Mn-innholdet være 0,50 vekt% eller mer. Mn-innhold på over 1,5 vekt%, gir imidlertid en uønsket økning i følsomheten for sveisepunkt-sprekking, slik at det reduserer bøyefleksibiliteten under legging av røret. Av disse grunner er det ideelle Mn-innhold i området fra 0,50 til 1,5 vekt%. to achieve a noticeable effect, the Mn content must be 0.50% by weight or more. Mn content above 1.5% by weight, however, gives an undesired increase in the sensitivity to weld spot cracking, so that it reduces the bending flexibility during laying of the pipe. For these reasons, the ideal Mn content is in the range from 0.50 to 1.5% by weight.

Al er et sterkt avoksideringsmiddel, men effekten er ikke merkbar når innholdet er under 0,005 vekt%. På den annen side, når Al-innholdet er over 0,06 vekt%, er avoksideringseffek-ten i hovedsak mettet, og i tillegg er det totale innhold av ikke-metalliske innleiringer øket. Al-innholdet er derfor ideelt fra 0,005 til 0,060 vekt%. Al is a strong deoxidising agent, but the effect is not noticeable when the content is below 0.005% by weight. On the other hand, when the Al content is above 0.06% by weight, the deoxidation effect is essentially saturated, and in addition the total content of non-metallic inclusions is increased. The Al content is therefore ideally from 0.005 to 0.060% by weight.

Ni er et element som er effektivt for å forbedre materialets styrke og HIC-karakteristikk. Elementet gir også en bemerkelsesverdig forbedring i seigheten for både grunnmetallet og den varmepåvirkede sone. Tilsetning av Ni over 0,50 vekt%, bevirker imidlertid generering av tunge skall som skader typen av overflate på stålplaten. Ni-innholdet er derfor ideelt 0,50 vekt% eller mindre. Ni is an element effective in improving the material's strength and HIC characteristics. The element also provides a notable improvement in the toughness of both the base metal and the heat affected zone. Addition of Ni above 0.50% by weight, however, causes the generation of heavy shells which damage the type of surface of the steel sheet. The Ni content is therefore ideally 0.50% by weight or less.

Cu danner, spesielt i et miljø med høy pH-verdi, en stabil film på ståloverflaten, for å forbedre korrosjonsmotstanden så vel som anti-HIC-karakteristikken. Tilsetning av Cu på over 0,50 vekt% forårsaker imidlertid en reduksjon i varme-bearbeidbarheten, slik at Cu-innholdet er begrenset til ikke å være mer enn 0,50 vekt%. Cu forms, especially in a high pH environment, a stable film on the steel surface, to improve the corrosion resistance as well as the anti-HIC characteristic. However, addition of Cu in excess of 0.50% by weight causes a reduction in heat workability, so the Cu content is limited to not more than 0.50% by weight.

Ca er et element som kuleformer sulfid-type innleirin- Ca is an element that spheroids sulphide-type inlay-

ger for å hindre at sulfid-type innleiringer fra å danne et startpunkt for HIC, og forbedrer dermed HIC-karakteristikken. ger to prevent sulphide-type inclusions from forming a starting point for HIC, thus improving the HIC characteristic.

Tilsetning av Ca på over 0,005 vekt% øker imidlertid totalinnhol-det av store innleiringer, og skader dermed anti-HIC-karakteristikken og antihydrogensvulmingskarakteristikken. Av disse grunner skal Ca-innholdet ideelt være 0,005 vekt% eller mindre. Addition of Ca in excess of 0.005% by weight, however, increases the total content of large inclusions, and thus damages the anti-HIC characteristic and the anti-hydrogen swelling characteristic. For these reasons, the Ca content should ideally be 0.005% by weight or less.

Cr forbedrer korrosjonsmotstanden, og motvirker gjennomtrengning av hydrogen inn i stålet, mens det undertrykket reduksjonen i anti-SSC-karakteristikken forårsaket ved tilsetning av Ni. Tilsetning av Cr på over 0,30 vekt% forårsaker en reduksjon av seigheten i sveiseområdet, slik at Cr-innholdet må være 0,30 vekt% eller mindre. Cr improves the corrosion resistance, counteracting the penetration of hydrogen into the steel, while it suppressed the decrease in the anti-SSC characteristic caused by the addition of Ni. Addition of Cr in excess of 0.30% by weight causes a reduction in toughness in the weld area, so the Cr content must be 0.30% by weight or less.

Både Mo og B blir tilsatt for å styrke grunnmetallet. Tilsetning av Mo på over 0,30 vekt% bevirker imidlertid en metning av effekten, og er uøkonomisk, mens tilsetning av B i større mengder enn 0,002 vekt% forårsaker en reduksjon av seigheten. Mo-innholdet og B-innholdet skal derfor ideelt være henholdsvis 0,30 vekt% eller mindre og 0,002 vekt% eller mindre. Both Mo and B are added to strengthen the base metal. However, the addition of Mo in excess of 0.30% by weight causes a saturation of the effect, and is uneconomical, while the addition of B in greater amounts than 0.002% by weight causes a reduction in toughness. The Mo content and B content should therefore ideally be 0.30% by weight or less and 0.002% by weight or less, respectively.

Pcm er en indeks av sveiseområdets følsomhet for sprekking. I det beskrevne komponentsystem blir sveisingens sprekkfølsomhet alvorlig øket når Pcm overskrider 0,25, med det resultat at bøye-fleksibiliteten i det perifer sveiste område blir redusert. Indeksen Pcm skal derfor ideelt ikke være større enn 0,25. Pcm is an index of the weld area's susceptibility to cracking. In the component system described, the cracking sensitivity of the weld is seriously increased when Pcm exceeds 0.25, with the result that the bending flexibility in the peripheral welded area is reduced. The index Pcm should therefore ideally not be greater than 0.25.

Et eksempel på den foreliggende oppfinnelse skal beskrives. Det ble anordnet rørprøver med 273,1 mm utvendig diameter og 12,7 mm tykkelse og med sammensetning som vist i tabell 1. Prøvene gjennomgikk 6 lags perifer sveising med 6 larver utført med lysbuesveising under de forhold som er vist i tabell 2, med bruk av forskjellige sveiseelektroder for hver prøve. Teststykker (n = 100) med 12,7 mm tykkelse, 25,4 mm bredde og 230 mm lengde ble tatt fra de sveiste prøver på en slik måte at de omfatter områder med perifer sveising i henhold til API 1104, og disse prøvestykker ble utsatt for en gjentatt bøyetest i hvilken teststykkene ble bøyd 10 ganger med en deformasjon på 5%. Områdene av teststykkene rundt sveiseregionen ble sjekket for sprekker. Elektrodens strekkstyrke som er vist i tabell 2, ble bestemt før den gjentatte bøyetest, i henhold til en fremgangsmåte spesifisert av JIS Z 3111 som bestemmer forholdene for strekkstyrke av sveisemetallet utformet av sveisestenger. Takten for generering av sprekker i den gjentatte An example of the present invention will be described. Pipe samples with 273.1 mm external diameter and 12.7 mm thickness and with a composition as shown in table 1 were arranged. The samples underwent 6 layers of peripheral welding with 6 larvae performed with arc welding under the conditions shown in table 2, using of different welding electrodes for each sample. Test pieces (n = 100) of 12.7 mm thickness, 25.4 mm width, and 230 mm length were taken from the welded specimens in such a way as to include areas of peripheral welding according to API 1104, and these test pieces were exposed for a repeated bending test in which the test pieces were bent 10 times with a deformation of 5%. The areas of the test pieces around the weld region were checked for cracks. The tensile strength of the electrode shown in Table 2 was determined before the repeated bending test, according to a method specified by JIS Z 3111 which determines the conditions of tensile strength of the weld metal formed by welding rods. The rate of generation of cracks in the repeated

bøyetest er også vist i tabell 2. bending test is also shown in table 2.

Som man kan se av tabell 2 er det nesten ikke observert sprekking i testprøvene som ble fremstilt i henhold til fremgangsmåte ifølge oppfinnelsen, hvor det endelig lag ble utformet av sveisematerialer med strekkstyrke som er 5 kg/mm<2> eller mer, lavere enn for sveisematerialene som ble brukt i de underliggende lag. I kontrast viste sammenlikningseksemplene store antall sprekker. Det skal spesielt bemerkes at sprekk-genereringstakten i eksempel 2, som benytter samme sammensetning B av grunnmetallet som i sammenlikningseksempel 1, unntatt at styrken i det endelige lag ble endret, var omkring 1/77 av den som er vist av sammenlikningseksempel 1. Ifølge oppfinnelsen er det således mulig å forbedre bøye-fleksibiliteten i sveiseregionen. Den foreliggende oppfinnelse produserer derfor en bemerkelsesverdig effekt når den anvendes på perifer sveising av elektrisk sveiste stålrør for å utforme en kontinuerlig rørledning som skal legges på sjøbunnen fra en trommel-lekter. As can be seen from table 2, almost no cracking was observed in the test samples that were produced according to the method according to the invention, where the final layer was formed from welding materials with a tensile strength of 5 kg/mm<2> or more, lower than for the welding materials used in the underlying layers. In contrast, the comparison examples showed a large number of cracks. It should be particularly noted that the crack generation rate in example 2, which uses the same composition B of the base metal as in comparative example 1, except that the strength of the final layer was changed, was about 1/77 of that shown by comparative example 1. According to the invention it is thus possible to improve the bending flexibility in the weld region. The present invention therefore produces a remarkable effect when applied to peripheral welding of electrically welded steel pipes to form a continuous pipeline to be laid on the seabed from a drum barge.

Gjennom hele spesifikasjonen er uttrykket "lag" brukt til å betegne et lag av sveisemetall utformet ved ett eller flere strøk, mens uttrykket "strøk" betyr ett løp av en sveiseoperasjon langs sveisefugen, som stort sett inndeles i enkeltstrøk og flere strøk. Throughout the specification, the term "layer" is used to denote a layer of weld metal formed by one or more coats, while the term "coat" means one run of a welding operation along the weld joint, which is broadly divided into single coat and multiple coats.

Ved et annet eksempel gjennomgikk ledningsrør-prøver med 273,1 mm utvendig diameter og 12,7 mm i tykkelse en perifer sveising utført ved skjermet metall buesveising under de forhold som er vist i tabell 3. Teststykker på 12,7 mm tykkelse, 25,4 mm bredde og 230 mm lengde ble tatt fra de sveiste prøver på en slik måte at de omfatter de perifer sveiste områder i henhold til API 1104, og disse teststykker gjennomgikk en gjentatt bøyetest i hvilken teststykkene ble bøyd 10 ganger med en deformering på 5%, og områdene av teststykkene rundt den sveiste region ble sjekket for sprekker. Teststykker av samme størrelse som de ovennevnte gjennomgikk en sprekkstyrketest, og tilstandene ved brudd ble undersøkt. Resultatene av bøyetesten og bruddtesten er vist i tabell 4. In another example, conduit pipe samples 273.1 mm outside diameter and 12.7 mm in thickness underwent a peripheral weld performed by shielded metal arc welding under the conditions shown in Table 3. Test pieces of 12.7 mm thickness, 25, 4 mm width and 230 mm length were taken from the welded samples in such a way as to include the peripheral welded areas according to API 1104 and these test pieces underwent a repeated bending test in which the test pieces were bent 10 times with a deformation of 5% , and the areas of the test pieces around the welded region were checked for cracks. Test pieces of the same size as the above were subjected to a cracking strength test, and the conditions at fracture were investigated. The results of the bending test and the breaking test are shown in table 4.

Prøvene 7 til 10 ble anordnet slik at høyden av sveisefugens råk, vinkelen ved sveisefugens råk og krummingsradien råken møter de forholdene som er spesifisert av den foreliggende oppfinnelse. Som man vil se fra tabell 4 viste disse prøver nesten ingen sprekker. Sammenlikningseksemplene 1 og 2, som hadde for store høyder av sveisefugens råk, viste store antall sprekker. Store antall sprekker ved sveisens råk ble også observert i prøve 3, hvor alle faktorene høyde, råkvinkel og krummingsradius i råkkanten falt utenfor de områder som er spesifisert i oppfinnelsen. Prøve 4 hadde for liten krummingsradius ved råkkanten, og prøve 5 hadde en råkvinkel under det område som er spesifisert i oppfinnelsen, mens den møtte oppfinnelsens forhold når det gjelder råkens høyde og råkens krummingsradius. Prøve 6 hadde en høyde av sveisefugens råk på mindre enn 0,8 mm. I denne prøve, fant bruddet sted i et annet område enn grunnmetallet. I kontrast, viste prøvene 11 og 12 som har høyder på mer enn 0,8 mm, brudd i grunnmetallet. Samples 7 to 10 were arranged so that the height of the weld seam, the angle at the weld seam and the radius of curvature of the seam meet the conditions specified by the present invention. As can be seen from table 4, these samples showed almost no cracks. Comparison examples 1 and 2, which had excessively high heights of the weld seam, showed a large number of cracks. Large numbers of cracks at the edge of the weld were also observed in sample 3, where all the factors height, edge angle and radius of curvature in the edge of the edge fell outside the areas specified in the invention. Sample 4 had too small a radius of curvature at the raw edge, and sample 5 had a raw angle below the range specified in the invention, while it met the conditions of the invention in terms of the height of the raw and the radius of curvature of the raw. Sample 6 had a height of the seam of the weld joint of less than 0.8 mm. In this sample, the fracture took place in a different area than the base metal. In contrast, samples 11 and 12 having heights of more than 0.8 mm showed fractures in the base metal.

Det er således mulig å forbedre bøye-fleksibiliteten i sveiseområdet, ved å bestemme høyden av sveisefugens råk, råkkantens vinkel og krummingsradius, slik at de faller innenfor det område som er spesifisert av oppfinnelsen. Den foreliggende oppfinnelse produserer derfor en bemerkelsesverdig effekt når den anvendes på perifer sveising av elektrisk sveiste stålrør for å utforme en sammenhengende rørledning som skal legges på sjøbunnen fra en trommellekter. It is thus possible to improve the bending flexibility in the welding area, by determining the height of the weld joint's ridge, the angle of the ridge edge and the radius of curvature, so that they fall within the range specified by the invention. The present invention therefore produces a remarkable effect when applied to peripheral welding of electrically welded steel pipes to form a continuous pipeline to be laid on the seabed from a drum barge.

I et tredje eksempel ble elektrisk sveiste stålrør med utvendig diameter på 273,1 mm og tykkelse på 12,7 mm fremstilt av sammensetningen som vist i tabell 5. Disse rørene gjennomgikk en 6 lag perifer sveising med 6 larver utført ved skjermet metall buesveising, og med bruk av cellulose-type sveisestrenger. Som i eksempel 1 ble prøvene, fremstilt ved fremgangsmåten ifølge den foreliggende oppfinnelse, i eksempel 3 sveist ved å variere sveiseelektroden slik at en cellulosetype E 7010 sveiseelektrode (strekkstyrke 55,2 kg/mm<2>) brukt for å utforme de underliggende sveiselag, mens en cellulosetype E 6010 sveiseelektrode (strekkstyrke 50,2 kg/mm<2>) ble brukt til å utforme det endelige lag. Den perifere sveising ble utført slik at de ville gi de samme geometriske faktorer for sveisefugens råk som i eksempel 2, dvs en høyde H på 1,11 mm, råkvinkel a på 132°, og krummingsradius r på 4,6 mm. Teststykkene ble tatt i samme størrelse som eksempel 1, og gjennomgikk 10 sykler av gjentatt bøyetest utført under samme forhold som i eksempel 1, for å bestemme tilstanden for generering av sprekker. Resultatet er In a third example, electrically welded steel pipes with an outside diameter of 273.1 mm and a thickness of 12.7 mm were prepared from the composition shown in Table 5. These pipes underwent a 6-layer circumferential welding with 6 larvae performed by shielded metal arc welding, and with the use of cellulose-type welding strings. As in example 1, the samples, produced by the method according to the present invention, in example 3 were welded by varying the welding electrode so that a cellulose type E 7010 welding electrode (tensile strength 55.2 kg/mm<2>) was used to form the underlying weld layers, while a cellulose type E 6010 welding electrode (tensile strength 50.2 kg/mm<2>) was used to form the final layer. The peripheral welding was carried out so that they would give the same geometric factors for the fillet of the weld as in example 2, i.e. a height H of 1.11 mm, fillet angle a of 132°, and radius of curvature r of 4.6 mm. The test pieces were taken in the same size as Example 1, and underwent 10 cycles of repeated bending test performed under the same conditions as in Example 1, to determine the crack generation condition. The result is

vist i tabell 6. shown in Table 6.

Prøvene 8 til 16 i tabell 5, fremstilt ved fremgangsmåten ifølge den foreliggende oppfinnelse, viste nesten ingen sprekker. Prøvene 1 til 7 som sammenlikningseksempler ble fremstilt ved bruk av samme sveisemateriale for det endelige sveiselag som i de underliggende lag, i samsvar med grunnmetal-lenes styrke. Delvis på grunn av det faktum at det endelige lag ble utformet av samme sveisemateriale som de underliggende lag, og delvis av grunner som angår sammensetningen som beskrevet ovenfor, viste prøvene 1 til 7 generelt en høyere takt for generering av sprekker. Mer spesielt, viste prøve 1 en høyere takt for generering av sprekker på grunn av det faktum at C-innholdet og sprekk-følsomheten Pcm overskred de øvre grenser for de respektive områder som spesifisert av oppfinnelsen. I prøve 2, selv om sprekk-følsomheten Pcm er så liten som 0,099, er verdien for karbonekvivalenten Ceq under det område som er spesifisert av oppfinnelsen, for å tillate generering av en myknet region i den varme-påvirkede sone, hvilket resulterer i en sprekk-genereringstakt som er så høy som 34. I prøvene 3 og 4 ble et stort antall sprekker observert på grunn av at karbon-ekvivalenten Ceq og sprekk-følsomheten Pcm overskred de respektive øvre grenser. I prøvene 5, 6 og 7, selv om de spesifiserte forhold angående sprekk-følsomheten Pcm og karbonekvivalenten Ceq blir møtt, blir det observert et stort antall sprekker på grunn av det faktum at det totale innhold (Nb + V + Ti) overskrider de øvre grenser av området som spesifisert av oppfinnelsen. Samples 8 to 16 in Table 5, prepared by the method according to the present invention, showed almost no cracks. Samples 1 to 7 as comparison examples were produced using the same welding material for the final weld layer as in the underlying layers, in accordance with the strength of the base metals. Partly due to the fact that the final layer was formed from the same weld material as the underlying layers, and partly for compositional reasons as described above, samples 1 to 7 generally showed a higher rate of crack generation. More particularly, sample 1 showed a higher crack generation rate due to the fact that the C content and crack sensitivity Pcm exceeded the upper limits of the respective ranges as specified by the invention. In sample 2, although the crack sensitivity Pcm is as small as 0.099, the value of the carbon equivalent Ceq is below the range specified by the invention, to allow the generation of a softened region in the heat-affected zone, resulting in a crack -generation rate as high as 34. In samples 3 and 4, a large number of cracks were observed due to the carbon equivalent Ceq and crack sensitivity Pcm exceeding the respective upper limits. In samples 5, 6 and 7, although the specified conditions regarding the crack sensitivity Pcm and the carbon equivalent Ceq are met, a large number of cracks are observed due to the fact that the total content (Nb + V + Ti) exceeds the upper limits of the area as specified by the invention.

Den sprekk-prevensjonseffekt som ble produsert bare av grunnmetallets sammensetning ifølge oppfinnelsen ble undersøkt som referanse. The crack prevention effect produced only by the base metal composition according to the invention was examined as a reference.

Perifer sveising av 6 lag med 6 larver ble utført med en cellulose-type E 7010 Al sveiseelektrode på elektrisk sveiste stålrør (ytre diameter 273,1 mm, tykkelse 12,7 mm) med sammensetning som vist i tabell 7. Teststykkene ble tatt ut på samme måte som i eksempel 1, og gjennomgikk den samme bøyetest som i eksempel 1 for å undersøke tilstanden for generering av sprekker i regionen rundt sveiseområdet. Resultatene er vist i tabell 8. Prøvene 4, 5 og 6 i tabell 8 benyttet grunnmetall-sammensetninger som møter de områder som er spesifisert i oppfinnelsen, men den perifere sveising ble utført under de samme forhold både for sammenlikningseksemplene vist som prøver 1, 2 og 3 i tabell 8, og prøvene 4, 5 og 6 som benytter metallsammensetningen ifølge oppfinnelsen. Man vil se at prøvene 4, 5 og 6 viser en meget lavere takt ved generering av sprekker i sammenlikning med prøvene 1, 2 og 3, på grunn av bruken av grunnmetall-sammensetninger som møter de forhold som er spesifisert av oppfinnelsen, selv om sprekk-genereringstakten vist av prøvene 4, 5 og 6 er underlegne i forhold til prøvene ifølge oppfinnelsen, som vist i eksempel 3. Peripheral welding of 6 layers with 6 larvae was performed with a cellulose-type E 7010 Al welding electrode on electrically welded steel pipes (outer diameter 273.1 mm, thickness 12.7 mm) with composition as shown in Table 7. The test pieces were taken out on the same way as in Example 1, and underwent the same bending test as in Example 1 to examine the condition of generation of cracks in the region around the weld area. The results are shown in table 8. Samples 4, 5 and 6 in table 8 used base metal compositions that meet the ranges specified in the invention, but the peripheral welding was carried out under the same conditions both for the comparison examples shown as samples 1, 2 and 3 in table 8, and samples 4, 5 and 6 which use the metal composition according to the invention. It will be seen that samples 4, 5 and 6 show a much lower rate of generation of cracks compared to samples 1, 2 and 3, due to the use of base metal compositions which meet the conditions specified by the invention, although cracks - the generation rate shown by samples 4, 5 and 6 are inferior to the samples according to the invention, as shown in example 3.

Claims

1. Procedure for carrying out an external circular welding of electrically welded steel pipes to produce a continuous pipeline arranged for laying from a drum on a barge, CHARACTERIZED BY using in the covering layer a welding material that has at least 5 kg/mm<2> less strength than in the underlying weld layers, and to carry out the welding so that the radius of curvature at the raw edge of the cover layer is > 2 mm, that the angle at the raw edge of the weld joint is > 120° and that the cover layer height of the weld bead is between 0.8 and 1.8 mm.

2. Method according to the preceding claim, CHARACTERIZED BY using an electrically welded pipe containing between 0.03 and 0.20 wt% C, between 0.50 and 1.5 wt% Mn, between 0.05 and 0.50 wt % Si, between 0.005 and 0.060 wt% Al, together not more than 0.040 wt% Nb, V and Ti, where there is not more than 0.05 wt% Ni, not more than 0.50 wt% Cu, not more than 0.005 wt% Ca, not more than 0.3 wt% Cr, not more than 0.3 wt% Mo and not more than 0.002 wt% B, the remainder being essentially Fe and incidental impurities, and where the carbon equivalent Ceq is determined by Ceq = C + Mn/6 + Cu/15 + Ni/15 + Cr/5 + Mo/5 + V/5 and the weld joint's crack sensitivity Pcm is determined by Pcm = C + Si/30 + Mn/20 + Cu/20 + Ni/60 + Cr/20 + Mo/15 + V/10 + 5B. satisfies the following conditions: 0.20 < Ceq < 0.36 Pcm < 0.25

3. Method according to claim 2, CHARACTERIZED BY using a base metal with one or more of the following additions, not more than 0.50% by weight Ni, not more than 0.50% by weight Cu, not more than 0.005% by weight Ca and not more than 0, 03 wt% Cr.

4. Method according to claim 2, CHARACTERIZED BY using a base metal with not more than 0.30% by weight Mo and not more than 0.002% by weight B.

5. Method according to claim 3, CHARACTERIZED BY using a base metal with one or more of the following additions, not more than 0.50 wt% Ni, not more than 0.50 wt% Cu, not more than 0.005 wt% Ca and not more than 0.03 wt% Cr.

6. Method according to claim 3, CHARACTERIZED BY using a base metal with one or both of the following additions, not more than 0.30% by weight Mo and not more than 0.002% by weight B.